Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đường đắp cao trên nền đất yếu ở khu vực quận 2 và khu vực lân cận bằng cọc đất xi măng

NỘI DUNG ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU Chương 1: Nghiên cứu tổng quan giải pháp cọc đất xi măng để xử lý nền đất yếu Chương 2: Cơ sở lý thuyết về giải pháp xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng Chương

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Chuyên ngành: XÂY DỰNG ĐƯỜNG Ô TÔ VÀ ĐƯỜNG THÀNH PHỐ

Mã số ngành : 60.58.30

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP Hồ Chí Minh, tháng 12 năm 2009

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

-

-oOo -Tp HCM, ngày tháng năm

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: TRẦN HUYỀN CA Giới tính : Nam

Ngày, tháng, năm sinh : 24/07/1981 Nơi sinh : PHÚ YÊNChuyên ngành : XÂY DỰNG ĐƯỜNG Ô TÔ VÀ ĐƯỜNG THÀNH PHỐ

Khoá (Năm trúng tuyển) : 2007

I- TÊN ĐỀ TÀI

NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐƯỜNG ĐẮP CAO TRÊN NỀN ĐẤT YẾU Ở KHU

VỰC QUÂN 2 VÀ KHU VỰC LÂN CẬN BẰNG CỌC ĐẤT XI MĂNG

II- NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG LUẬN VĂN

1 NHIỆM VỤ

Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đường đắp cao trên nền đất yếu ở khu vực Quận 2 và khu vực lân cận bằng cọc đất xi măng

2 NỘI DUNG ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU

Chương 1: Nghiên cứu tổng quan giải pháp cọc đất xi măng để xử lý nền đất yếu

Chương 2: Cơ sở lý thuyết về giải pháp xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng

Chương 3: Tính toán công trình xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng ở khu vực quận 2 và

vùng lân cận

Chương 4: Quy luật và mức độ ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến kết quả xử lý

bằng giải pháp cọc đất gia cố xi măng

Chương 5: Kết luận và kiến nghị

III- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ :

IV- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ :

V- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : TS TRÀ THANH PHƯƠNG

QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

TS TRÀ THANH PHƯƠNG

Nội dung và đề cương Luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

Trước hết, cho tôi gởi lời cảm ơn chân thành tới gia đình, bạn bè và công ty

Việt.CIC đã tạo điều kiện cho tôi hoàn thành việc học thạc sỹ trong thời gian vừa qua

Để có thể hoàn thành luận văn tốt nghiệp, cho đến lúc này tôi đã có sự giúp đỡ

tận tình của thầy TS TRÀ THANH PHƯƠNG, một người thầy rất tận tình với nghề,

với thế hệ tương lai của đất nước Qua đó tôi xin gởi lời cảm ơn chân thành tới thầy và

gia đình một cách sâu sắc nhất.Tôi xin hứa sẽ cố gắng hoàn thành hết sức mình để hoàn

thành việc bảo vệ luận văn một cách xuất sắc Tôi cho rằng đó là một lời cảm ơn bằnghiện thực tốt nhất với thầy

Thông qua luận văn tôi cũng xin gởi lời cảm ơn tới các thầy, các cô trong bộmôn CẦU ĐƯỜNG VÀ bộ môn ĐỊA CƠ – NỀN MÓNG, phòng đào tạo Sau Đại Học

đã tận tình chỉ bảo, giúp đỡ tôi trong thời gian học tập và làm luận văn

Học viên

TRẦN HUYỀN CA

Ngày nay với xu thế hội nhập, đồng thời với việc nền kinh tế đang trên đà pháttriển vượt bậc.Cùng với xu thế đó, cơ sở hạ tầng cần phải được đầu tư để theo kịp xuthế phát triển hiện nay Cho nên, Ngày càng có nhiều khu dân cư mới, tuyến đường mới

được hình thành để đáp ứng nhu cầu cuộc sống của người dân

Như ta đã biết, Thành Phố Hồ Chí Minh nằm trong khu vực có địa chất tươngđối yếu Do vậy, việc nguyên cứu áp dụng giải pháp xử lý nền móng để xây dụng công

trình là nhu cầu rất cấp thiết.Qua tìm hiểu tác giả nhận thấy rằng biện pháp xử lý nềnbằng cọc đất gia cố xi măng là một biện pháp tiên tiến và có nhiều ưu điểm trong thựctiễn.Do đó, trong luận văn này tác giả đi sâu nghiên cứu một số nội dung như sau:

 Nghiên cứu tổng quan giải pháp cọc đất xi măng để xử lý nền đất yếu

 Cơ sở lý thuyết về giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc đất xi măng

 Áp dụng tính toán công trình xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng

 Quy luật và mức độ ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến kết quả xử lý

bằng giải pháp cọc đất xi măng

MỞ ĐẦU 1

1 Đặt vấn đề nghiên cứu 1

2 Nội dung nghiên cứu 1

2.1 Mục tiêu nghiên cứu 1

2.2 Phạm vi nghiên cứu 2

2.3 Nhiệm vụ nghiên cứu 2

2.4 Hạn chế của đề tài 2

CHƯƠNG 1: NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN GIẢI PHÁP CỌC ĐẤT - XIMĂNG ĐỂ XỬ LÍ NỀN ĐẤT YẾU 3

1.1 Tổng quan phương pháp trộn ximăng vào đất yếu 3

1.2 Lịch sử phát triển và ứng dụng của cọc ximăng đất trên thế giới 3

1.3 Một số nghiên cứu và ứng dụng trong nước về giải pháp cọc đất - ximăng .7

1.3.1 Các kết quả nghiên cứu trong nước 7

1.3.2 Các kết quả ứng dụng trong nước 7

1.4 Đề xuất hướng nghiên cứu cho đề tài 8

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ GIẢI PHÁP XỬ LÝ ĐẤT YẾU BẰNG CỌC ĐẤT XI MĂNG 10

2.1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGUYÊN CỨU 10

2.2 MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH TỐN CỌC ĐẤT GIA CỐ XI MĂNG 10

2.2.1 Phương pháp tính tốn theo quy trình Việt Nam 10

2.2.2 TÍNH TỐN THEO QUY TRÌNH CỦA THỤY ĐIỂN 12

2.2.2.1 Khả năng chịu tải của cọc đơn 12

a Khả năng chịu tải theo vật liệu 12

b Khả năng chịu tải của đất nền 18

2.2.2.2 Khả năng chịu tải của nhĩm cột 19

a Khả năng chịu tải cực hạn của nhĩm cột khi phá hoại tồn khối được xác định theo biểu thức sau 19

b Khả năng chịu tải cực hạn của nhĩm cột khi phá hoại cục bộ được xác định theo biểu thức sau 19

2.2.2.3 Độ lún 20

a Trường Hợp A 21

b Trường Hợp B 23

c Chênh lệch lún 24

d Lún theo thời gian 25

2.2.3 TÍNH TỐN THEO QUY TRÌNH NHẬT 26

2.2.3.1 Tính tốn độ lún của đất nền 26

a Tính lún khi đất chưa gia cố cột đất xi măng 26

b Tính lún trong trường hợp “phương pháp cột đẩy nổi” 27

2.2.3.2 Sức chịu tải của cọc đất xi măng 28

a Sức chịu tải theo vật liệu 28

b Sức chịu tải theo đất nền 29

c Cường độ chịu cắt của diện tích cĩ cột đất xi măng 30

2.2.4 Tính Tốn Theo HIROSHI MIKI 31

CHƯƠNG 3: TÍNH TỐN CƠNG TRÌNH XỬ LÝ ĐẤT YẾU BẰNG CỌC ĐẤT XI MĂNG Ở KHU VỰC QUẬN 2 VÀ VÙNG LÂN CẬN 34

3.1 SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT CỦA CƠNG TRÌNH 34

3.1.1 Lớp 1 34

3.3 GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH 35

3.4 TÍNH TOÁN CÔNG TRÌNH 36

3.4.1 TÍNH THEO QUY TRÌNH VIỆT NAM 36

3.4.2.1 Tính ổn định công trình 36

3.4.2.2 Tính biến dạng công trình 37

d Độ lún của phần cọc và đất 37

e Đô lún của phần đất dưới cọc 38

f Đô lún cố kết của phần đất dưới cọc 39

3.4.2 TÍNH THEO QUY TRÌNH NHẬT BẢN 41

3.4.2.3 Tính sức chịu tải của cọc theo vật liệu 41

3.4.2.4 Sức chịu tải của cột theo đất nền 41

Sức chịu tải cực hạn 41

sức chịu tải co phép 42

3.4.2.5 Tính lún 42

a Độ lún của phần cọc và đất 42

b Đô lún của phần đất dưới cọc 42

c Đô lún cố kết của phần đất dưới cọc 44

3.4.3 TÍNH THEO QUY TRÌNH THỤY ĐIỂN 45

3.4.3.1 khả năng chịu tải theo đất nền 46

3.4.3.2 Khả năng chịu tải của cột đất gia cố xi măng theo vật liệu 46

3.4.3.3 Tính Độ lún công trình 47

a Độ lún của phần cọc và đất 47

b Đô lún của phần đất dưới cọc 48

c Đô lún cố kết của phần đất dưới cọc 49

3.4.4 TÍNH THEO PHƯƠNG PHÁP DO HIROSI MIKI ĐỀ XUẤT 51

3.4.4.1 Tính toán ổn định công trình 51

3.4.4.2 Kiểm tra ứng suất đầu cọc 52

3.4.4.3 Tính toán độ lún công trình: 53

a Độ lún của phần cọc và đất 53

b Đô lún của phần đất dưới cọc 54

c Chênh lệch đô lún của đất và cọc 55

3.4.5 TÍNH THEO PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN 55

3.4.5.1 Giới thiệu phương pháp phần tử hữu hạn 55

a Mô hình Morh Coulomb 56

b Ứng xử đàn hồi trong mô hình dẻo thuần túy 56

c Công thức của mô hình Morh-Coulomb 57

d Các thông số cơ bản của mô hình Morh - Coulomb 58

e Ứng dụng chương trình Plaxis 3D Tunnel tính toán công trình 60

f Ứng dụng chương trình Plaxis 2D version 8.2 tính toán công trình 67

3.4.6 NHẬN XÉT VÀ KIẾN NGHỊ 78

CHƯƠNG 4: QUY LUẬT VÀ MỨC ĐỘ ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC THÔNG SỐ ĐẦU VÀO ĐẾN KẾT QUẢ XỬ LÝ BẰNG GIẢI PHÁP CỌC ĐẤT XI MĂNG 79

4.1 ẢNH HƯỞNG CỦA ĐƯỜNG KÍNH CỌC GIA CỐ 79

4.2 ẢNH HƯỞNG CỦA KHOẢNG CÁCH GIA CỐ TỚI CÔNG TRÌNH 85

4.3 ẢNH HƯỞNG CỦA CHIỀU SÂU CỌC TRONG MẶT CẮT NGANG 94

4.3.1 Xác định tải trọng do đất đắp gây ra 94

a Tải trọng do hình chữ nhật 95

b Tải trọng do hình tam giác 95

CHƯƠNG 5: KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 101

PHỤ LỤC 102

1.Bảng tính 102

2.Tài liệu tham khảo 103

MỞ ĐẦU

1 Đặt vấn đề nghiên cứu

Hiện nay, Thành Phố Hồ Chí Minh là một trong những Thành Phố phát triểnnhất cả nước và cũng là một trong những thành phố cĩ dân số đơng nhất cả

nước.Bên cạnh đĩ, Thành Phố cũng như cả nước đang trên đà hội nhập và phát

triển.Cùng với sự phát triển đĩ, việc đầu tư cở sở hạ tầng, phát triển các khu dân cư

và các khu cơng nghiệp là một nhu cầu cấp bách của Thành Phố Hồ Chí Minh cũng

như các tỉnh thành khác trong cả nước

Trong khi đĩ, Địa chất của Đồng Bằng Sơng Cửu Long (ĐBSCL) cũng như

Thành Phố Hổ Chí Minh nĩi riêng chiều dày lớp đất yếu thường rất lớn (trên 10m),trong khi hệ số thấm lại rất nhỏ (từ 10-7 đến 10-8m/s) nên quá trình cố kết tự nhiêncủa nền đất yếu cĩ thể kéo dài hơn 300năm Cho nên việc xây dựng cơng trình

thường gặp nhiều sự cố do nền đất khơng ổn định, thường xuyên xảy ra hiện tượng

lún sụt, nghiêng, trượt, … đe doạ thường xuyên đến sự ổn định cho khu vực lân

cận và ảnh hưởng đến tâm trạng an tồn của người dân sinh sống ở vùng này

Chính vì thế mà trong quá trình xây dựng đường qua khu vực Đơng Bằng SơngCửu Long, nơi các tuyến đường đi qua các vùng cĩ địa chất là nền đất yếu và diễnbiến khá phức tạp thì địi hỏi phải cĩ những giải pháp kỹ thuật phù hợp nhằm đáp

ứng được yêu cầu tiến độ cũng như vấn đề ổn định lâu dài đồng thời đảm bảo yếu

tố kinh tế kỹ thuật cho tồn bộ cơng trình

Trong khi đĩ các biện pháp xử lý nền đất như giếng cát, bấc thấm kết hợp với

việc gia tải địi hỏi thời gian thi cơng kéo dài và và cần cĩ thời gian để đạt được độlún cho phép Do đĩ, việc rút ngắn thời gian thi cơng cơng trình địi hỏi một giảipháp xử lý nền mĩng hợp lý hơn để tăng cường độ đất nền trong thời gian cho phép

và đạt được độ ổn định trong quá trình khai thác

Từ nhu cầu thực tiễn xây dựng cơng trình, tác giả đã rất mong muốn dựa vào hệthống quy trình quy phạm hiện cĩ, dựa vào các tài liệu hướng dẫn của các chuyêngia, tìm ra được một giải pháp mới hợp lý hơn cho việc xử lý nền đất yếu ở đồngbằng Sơng Cửu Long giúp cho người thiết kế, các nhà đầu tư và những người quan

tâm đến vấn đề xử lý đất yếu cĩ thêm những lựa chọn trong biện pháp cải tạo nềnđất xây dựng cơng trình

2 Nội dung nghiên cứu

2.1 Mục tiêu nghiên cứu

Ýù tưởng: Nghiên cứu giải pháp xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng Sau đó

phân tích, so sánh với kết quả của các phương pháp tính tốn và đưa ra sự hợp lý củabiện pháp xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng nhằm đẩy nhanh tiến độ xây dựng cơng

trình và tránh tình trạng phải bù lún cơng trình trong quá trình khai thác

Mục tiêu nghiên cứu: Mục tiêu đạt được là tìm ra giải pháp xử lý nền đường

đắp cao trên nền đất yếu ở khu vực quận 2 và khu vực lân cận bằng cọc đất xi măng

2.2 Phạm vi nghiên cứu

Từ mục tiêu nghiên cứu đề ra, phạm vi nghiên cứu được giới hạn như sau:

Nghiên cứu tổng quan: nghiên cứu tổng quan về giải pháp xử lý đất yếu bằng

cọc đất gia cố xi măng

Nghiên cứu đi sâu và phát triển: Phân tích mô hình xử lý đất yếu bằng cọc đất

xi măng, dựa vào quy trình quy phạm hịên nay và các tác giả trong và ngòai nước và

áp dụng vào công trình thực tế ở khu vực Quận 2, đồng thời khảo sát sự ảnh hưởngcủa các thông số đầu vào trong việc xử lý nền đất yếu ở khu vực Quận 2 để tìm rathông số phù hợp cho nền đất ở khu vực Quận 2

2.3 Nhiệm vụ nghiên cứu

+ Nghiên cứu một số biện pháp xử lý đất yếu hiện nay ở Việt Nam

+ Nghiên cứu lý thuyết tính toán xử lý đất yếu bằng cọc đất xi măng

+ Nghiên cứu và so sánh các phương pháp tính toán nền xử lý bằng cọc đất xi

- Tác giả chỉ có xét đến trường hợp đất yếu có bề dày tương đối lớn (trung bình

> 5m, phổ biến ở ĐBSCL) và lớp đất yếu tương đối đồng nhất (không xét đến trườnghợp xuất hiện các lớp thấu kính trung gian….) phù hợp với điều kiện sử dụng cọc đất

xi măng để xử lý nền đường

- Chưa xét đến ảnh hưởng của yếu tố thi công (thiết bị, công nghệ, con người…)

và thiên tai trong quá trình thi công đến kết quả xử lý

- Chưa phân tích kỹ các giải pháp xử lý đất yếu khác và so sánh với giải phápcọc đất xi măng

CHƯƠNG 1: NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN GIẢI PHÁP CỌC ĐẤT

-XIMĂNG ĐỂ XỬ LÍ NỀN ĐẤT YẾU

1.1 Tổng quan phương pháp trộn ximăng vào đất yếu

Phương pháp gia cố nền bằng công nghệ trộn sâu cọc đất xi măng là phương

pháp cải tạo đất nền dùng cho đất sét dẻo, bùn sét, đất lẫn hữu cơ, đất lẫn bùn, cátchảy,… việc trộn hỗn hợp vôi đất – xi măng làm tăng cường độ, độ chặt, tăng mô đun

đàn hồi của đất gia cố và phát triển cường độ theo thời gian, theo phương pháp thi

công khác nhau có thể chia thành hai loại phun trộn vữa xi măng – phương pháp trộn

ướt và phun trộn bột xi măng – phương pháp trộn khô

1.2 Lịch sử phát triển và ứng dụng của cọc ximăng đất trên thế giới

Quá trình phát triển của cọc vôi có thể tóm tắt như sau

• Năm 1975, PHRI đã nghiên cứu phát triển phương pháp trộn ximăng dưới sâu

(CDM – Cement Deep Mix) bằng việc sử dụng vữa ximăng lỏng và áp dụng xử línền sét yếu bờ biển

• Năm 1976, Viện Nghiên Cứu Công Trình Công Cộng (PWRI – Public Works

Reseach Insititute) thuộc Bộ xây dựng Nhật Bản hợp tác với Viện Nghiên Cứu MáyXây Dựng Nhật Bản bắt đầu nghiên cứu phương pháp DJM – Deep Jet Mix Trộnphun khô sử dụng bột ximăng khô hoặc đôi khi vôi sống Giai đoạn đầu tiên thửnghiệm thành công vào năm 1980

• Cũng vào năm 1976, ở Ấn Độ,Hunad S.M Etel thuộc Viện Kỹ Thuật và CôngNghệ Shri và tiếp sau đó là Swarajyamal Hunad đã nghiên cứu và đề xuất sử dụngcột vôi để xử lí nền đất yếu trương nở là loại đất phổ biến khắp miền Trung Ấn Độ

• Năm 1977, ở Thụy Điển Viện Địa Kỹ Thuật Thụy Điển SGI (SwedishGeotechnical Insititute) đã xuất bản lần đầu tiên cuốn sách hướng dẫn thiết kế cọc

vôi Kỹ thuật này bao gồm việc trộn tại chỗ với tỉ lệ 6% vôi sống với đất sét mềmbằng máy khoan Kết quả ghi nhận được là sau một năm cường độ đạt được gấp 50lần cường độ đất chưa xử lí Các cọc vôi cũng trở nên thấm nước hơn đất chưa xử

lý và chúng làm việc như 1 giếng cát

• Năm 1980, phương pháp DJM được áp dụng thực tế cho các công trình ở Nhật Bản

• Năm 1983, tại Helsink Phần Lan, Eggstad xuất bản báo cáo State of the art về hiệu

quả gia cố của cọc vôi

• Năm 1985, Viện Địa Kỹ Thuật Thụy Điển SGI xuất bản tuyển tập quá trình 10 năm

phát triển của phương pháp trộn sâu

• Năm 1986, Miura đã kết luận là việc cải tạo nền đất sét yếu Ariake ở Nhật Bản

bằng cách trộn vôi sống có hiệu quả với đất sét ven bờ hơn là đất sét ở trên bờ

• Năm 1987, từ kết quả nghiên cứu của Cục Đường Bộ Và Đường Sắt Quốc Gia

Pháp tài trợ công ty Bachy (Pháp) ứng dụng và phát triển qui trình Colmix trong đóviệc thi công trộn và đầm chặt đất – ximăng được thực hiện bằng cách đảo ngượcchiều xoay của máy khoan trong khi rút lên trên

• Năm 1989, các công ty Trevi tại Ý phát triển DMM theo kỹ thuật riêng TrevimixMethod ; trước hết bằng phương pháp phun trộn khô và tiếp theo là phương pháp

trộn ứơt

• Năm 1989, tại Thụy Điển việc sử dụng cọc hỗn hợp vôi + ximăng (LCC – Lime

Cement Column) phát triển

• Năm 1990, tại Phần Lan người ta sử dụng thiết bị trộn mới sử dụng ximăng và vôi

• Năm 1990, giáo sư Tersashi người đã có quá trình nghiên cứu DLM (Deep Lime

Mixing), CDM (Cement Deep Mixing) và DJM (Dry Jet Mixing) từ năm 1970 vớiViện Nghiên Cứu Hải Cảng và Bến Tàu PHRI Nhật Bản tổ chức các buổi hội thảotại Phần Lan ; trong đó, giới thiệu hơn 30 loại chất kết dính (Binder) bao gồm thànhphần xỉ, thạch cao, hoặc ximăng đang được sử dụng thực tế tại Nhật Bản

• Năm 1991, Viện Khoa Học Bungari công bố các kết quả nghiên cứu tại Bungari về

gia cố bằng cọc đất – ximăng

• Trong thập niên 1990, việc sử dụng phương pháp gia cố sâu cho nền đất bằng cọcvôi – ximăng đã gia tăng ở Nauy

• Năm 1993, hiệp hội Deep Jet Mixing – DJM Nhật Bản phát hành tài liệu hướng dẫn

thiết kế và xây dựng theo phương pháp DJM

• Năm 1994, hiệp hội Deep Jet Mixing – DJM Nhật Bản tổng kết được 1820 dự ánđược hoàn thành sử dụng DJM

• Năm 1995, các nhà nghiên cứu Kukko và Ruohomaki báo cáo chương trình nghiên

cứu qui mô lớn trong phòng thí nghiệm để phân tích các nhân tố ảnh hưởng phản

ứng hoá cứng trong đất sét gia cố sử dụng các chất trộn mới như xỉ, tro bay núi lửa(fly ash)…

• Năm 1995, Chính phủ Thụy Điển thành lập Trung Tâm Nghiên Cứu Gia Cố Sâu

Nền Đất Thụy Điển SD - Svensk Djupstablili sering tại Viện Nghiên Cứu Địa KỹThuật Thụy Điển SGI Trung tâm này có nhiệm vụ chủ trì nghiên cứu lập kế hoạchtạo cơ sở dữ liệu về các đặc tính kỹ thuật của đất gia cố, mô hình cấu trúc của đấtgia cố, qui trình đảm bảo chất lượng, phương pháp thi công

• Năm 1995, tại Thụy Điển có 1 công trình tiêu biểu đó là từ tháng 1 đến tháng 11

công ty Hercules thi công hệ thống cọc đất – ximăng cho nhà thầu NCC – AB, chủ

đầu tư là Cục Đường Sắt Quốc Gia Thụy Điển (The Swedish National Railway

Administration) trong dự án mở rộng đường sắt West Coast nối liền Satinge vàLekarekulle :

 Số lượng cọc đất – ximăng : 12.000 cặp

 Khối lượng cọc đất – ximăng : 170.000 m

 Chiều dài trung bình của cọc đất – ximăng : 14,6m

 Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp : 1,5m

 Kích thước cọc :φ 600mm

 Hàm lượng chất pha trộn : 30Kg/m vôi - ximăng

 Tỉ lệ pha trộn vôi – ximăng : 50/50

Công tác gia cố trên đây được tiến hành trong điều kiện địa chất nền đất có lớp

đất sét dày Các cọc đất gia cố là các cọc lơ lửng ở độ sâu từ 8-20m

• Từ 1975 đến 1996, đã có hơn 5.000.000 m cọc đất – vôi và đất –ximăng đã được thicông tại Thụy Điển

• Năm 1996, hội nghị về DMM (Deep Mixing Method) được tổ chức tại Nhật Bản

• Năm 1996, lần đầu tiên tại Mỹ công ty Stabilator – USA Inc, New York đã sử dụng

cọc đất – vôi – ximăng trong thực tiễn

• Năm 1997, trong dự án xây dựng mới hệ thống đường bộ E18/E20 Arboga –

Orebro – Thụy Điển, công ty Hercules đã thi công đến 800.000m cọc đất – ximăng.Công việc gia cố cọc đất – vôi – ximăng hoàn thành vào năm 1999, tòan bộ dự án

hoàn thành vào năm 2000 Chủ đầu tư của công trình là NCC Anylaggning

• Từ tháng 10/1997 đến 12/1998 công ty Hercules đã thi công cọc đất – ximăng cho

dự án đường bộ giữa Slyte và Grasnas :

 Chủ đầu tư : The Swedish National Roads Adminitration

 Nhà thầu : NCC – AB

 Số lượng cọc đất – ximăng : 140.000 cặp

 Khối lượng : 730.000m

 Chiều dài trung bình của cọc : 5,2m

 Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp : 4m

 Kích thước cột : φ 600mm

 Hàm lượng chất pha trộn : 23Kg/m vôi/ximăng

 Tỉ lệ pha trộn vôi/ximăng : 50/50

• Năm 1998, Ratio Inc lập văn phòng đại diện tại California, Mỹ nhằm ứng dụng kỹ

thuật DMM của Nhật Bản và trúng thầu dự án đầu tiên tại California vào năm 1999

• Năm 1999, hội nghị quốc tế về DMM (Dry Mix Method International Conferencefor Deep Soil Stabilization) được tổ chức tại Stockholm, Thụy Điển từ 13/10 đến

15/10 do Trung Tâm Gia Cố Sâu Nền Đất Thụy Điển SD (Swedish DeepStabilization Center) SD tiến hành chương trình nghiên cứuvề gia cố sâu nền đất

dưới sự tài trợ của chính phủ, các nhà thầu, các nhà tư vấn, nhà sản xuất và các tổ

chức nghiên cứu khác ; đối tượng nghiên cứu bao gồm tất cả các hoạt động liên

quan đến sự phát triển của lĩnh vực gia cố sâu nền đất đặc biệt là cọc đất – ximăng.Chương trình SD kéo dài đến hết năm 2001 Mục tiêu chính của hội nghị là nhằm

phổ biến các thông tin liên quan đến lí thuyết và thực tiễn của việc sử dụng phươngpháp gia cố DMM trong gia cố nền đất Hội nghị đã tổng kết như sau :

 Trong hơn 20 năm qua DMM đã được xem là phương pháp rất có hiệu quả

ở vùng Scendinavia Hầu hết việc sử dụng DMM là cho công trình đường

giao thông, gia cố nền đất cho hệ thống đường sắt

 Đến nay đã có hơn 30 triệu m cột gia cố được sử dụng ở các quốc gia Bắc

Âu

 Phương pháp phát triển DMM sẽ dẫn đến một phương pháp hiệu quả và kinh

tế hơn và sẽ được áp dụng rộng rãi ngoài bán đảo Scendinavia

 Phương pháp gia cố sâu là phương pháp có lợi thế hơn những kỹ thuật khác

cả về yếu tố môi trường, thời gian thi công và giá thành thi công

 Trong suốt thời gian 3 ngày của hội nghị Stockholm nhiều đề tài quan trọngliên quan đến DMM gia cố sâu nến đất đã được trình bày và thảo luận bao

gồm các lĩnh vực ứng dụng : cho nền đất gia cố thi công, thiết kế, thông số

địa kỹ thuật

 Hội nghị được tài trợ bởi Ủy Ban Kỹ Thuật Gia Cố Nền Đất Technical

Committee TC – 17 Ground Improvement, Hiệp hội quốc tế về Cơ học đất

và Địa kỹ thuật ISSMRE (International Society of Soil Mechanic and

Hưng Đạo, Đại Cồ Việt – Hà Nội Ngoài ra, trước năm 1975, giải pháp xử lí nềnđường gia cố vôi cũng được áp dụng cho tuyến đường QL4 (nay là QL1A) từ thành

phố Hồ Chí Minh đi Cần Giờ

Khoảng giữa thập niên 70, trong hiệp định hợp tác song phương công ty Linden

– Alimark (Thụy Điển) đã xuất khẩu sang Việt Nam một giàn khoan thi công cọc vôi

LPS4 trong số 6 dàn sản xuất đợt đầu ở Thụy Điển Dàn thi công cọc vôi này có thể thi

công đạt độ sâu tới 8m Công suất thi công cọc khoảng 300 m cọc/ngày

Trong một vài năm gần đây, một vài công ty xây dựng ở Việt Nam có sử dụngthiết bị mua từ hãng Hercules AB Thụy Điễn để thi công cọc ximăng theo phươngpháp DJM xử lý nền móng cho các bồn chứa dầu ở đồng bằng sông Cửu Long (chẳnghạn ở Khu Công Nghiệp Trà Nóc) Phương pháp dùng cọc ximăng cho trường hợp vừanêu với chiều dày lớp đất yếu trên 30m tỏ ra hiệu quả hơn về thời gian và giá thành sovới các giải pháp khác như cọc bê tông cốt thép, đệm cát trên nền cừ tràm

1.3.2 Các kết quả ứng dụng trong nước.

 Vĩnh Trung Plaza (Đà Nẵng)

- Công trình này Công ty Đức Mạnh làm chủ đầu tư

- Tập đoàn TENOX KYUSYU là đơn vị thiết kế và thi công

- Vĩnh Trung Plaza (Đà Nẵng) rộng trên 13.000m2

- Khoảng 2.765 cọc đất – ximăng, đường kính là 800mm, chiều dài cọc 17m

 Cụm Cảng Hàng Không Cần Thơ

- Công trình này do Cụm cảng Hàng không Miền Nam, Cục Hàng không dândụng Việt Nam, Bộ Giao thông vận tải là chủ đầu tư

- Công ty thiết kế và tư vấn xây dựng công trình hàng không ADCC thiết kế

- Công ty xây dựng công trình hàng không – ACC thi công

- Tổng diện tích 108.000 m²

- Chiều dài cọc đất – ximăng 6m, đường kính 600mm, mật độ 1cọc/m²

- Hàm lượng ximăng : 65kg/md (230kG/m³)

 Đường cao tốc Đông – Tây

- Dự án có chiều dài toàn tuyến 21,89km, đi qua địa bàn các quận 1, 2, 4, 5, 6, 8,Bình Tân và huyện Bình Chánh, cải thiện hệ thống giao thông nội thị hiện đangquá tải Có đại lộ Đông – Tây, các phương tiện giao thông ra vào cảng Sài Gòn

để đi và về các tỉnh miền Đông và miền Tây sẽ là con đường huyết mạch nối với

các tỉnh Đồng bằng sông Cửu Long, tạo thành mối liên kết chặt chẽ các địa

phương trong vùng kinh tế trọng điểm phía Nam

- Tiêu chuẩn đường: cấp 1

- Vận tốc thiết kế 80km/h

- Sử dụng cọc đất/ximăng gia cố nền

- Cọc có đường kính 600mm, dài 16m

- Dự án có tổng mức đầu tư 660.660 nghìn USD tương đương 9.863 tỷ VND

- Liên danh Obayashi Corporation - PS Mitsubishi trúng thầu thi công

1.4 Đề xuất hướng nghiên cứu cho đề tài.

Theo Broms (1984) đề nghị ở Đông Nam A, ximăng dùng sẽ thích hợp hơn vôi

vì các nguyên nhân sau : giá thành ximăng thấp hơn vôi, khó lưu giữ vôi sống ở điềukiện khí hậu nóng và ẩm, độ bền cực hạn của vôi bị hạn chế

Vì thế, giải pháp trộn đất - ximăng sẽ có hiệu quả hơn đối với khu vực khí hậunóng và ẩm

Với những ưu thế của cọc đất gia cố xi măng như đã nêu ở trên, Cọc đất gia cố

xi măng có thể là một giải pháp tốt cho việc xử lý nền móng của khu vực có địa chất

phức tạp như thành Phố Hồ Chí Minh nói chung và khu vực Quận 2 nói riêng

Trong luận văn này học viên sẽ nghiên cứu so sánh phương pháp tính toán củamột số nước và quy trình Việt Nam Đồng thời khảo sát ảnh hưởng của thông số đầuvào của phương pháp cọc đất gia cố xi măng nhằm tìm ra một số thích hợp cho việc

ứng dụng cọc đất gia cố xi măng cho Quận 2 và khu vực lân cận

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ GIẢI PHÁP XỬ LÝ ĐẤT YẾU

BẰNG CỌC ĐẤT XI MĂNG

2.1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGUYÊN CỨU

ở Việt Nam, Những năm đầu 80 đã dùng kỹ thuật của hãng Linden-Alimak (thụyđiển ) Làm cọc đất xi măng / vôi đường kính 40cm, sâu 10m cho công trính nhà 3-4

tầng Tại khu công nghiệp trà nóc (cần thơ ) đã sử dụng loại cọc này sau đến 20m bằng

hệ thống tự động từ khâu khoan, phụt xi măng và trộn sâu do công ty hercules (Thụy

Điển ) thi công với tổng chiều dài cọc gần 50000m

Hiện nay số công trình áp dụng giải pháp cột đất trộn xi măng ở Việt Nam ngàycàng nhiều Tuy nhiên như đã phân tích ở trên, bên cạnh những ưu việt của giải pháp

như:

 Kinh tế, thi công nhanh

 Không có nhiều đất thải

 Lượng xi măng khống chế điều chỉnh chính xác

 Không có độ lún thứ cấp, không gây dao động đến công trính lân cận

 Không ảnh hưởng đến môi trường xung quanh

Thì vẫn còn tồn tại nhiều vấn đề: các tiêu chuẩn ngành, cũng như tiêu chuẩn việtnam hướng dẫn về công nghệ cột đất trộn xi măng vẫn chưa thực sự hoàn chỉnh

TCVN 385:2006 “ phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng” vừa mới banhành tháng 12/2006 chưa có hướng dẫn cụ thể về tính toán thiết kế cột đất xi măng

Do vậy,ở chương này tôi sẽ trình bày một số quy phạm một số nước có thế mạnh

về cột đất trộn xi măng như: Thụy Điển, Nhật Bản và một số nguyên cứu mới về cọc

đất gia cố xi măng

2.2.1 Phương pháp tính toán theo quy trình Việt Nam

Cọc đất xi măng được dùng cho đất sét yếu bão hòa nước, thích hợp với địa chấtkhu vực có chiều dày tầng đất yếu từ 20-30m Chức năng chính của cọc đất xi măng là

tăng khả năng chịu tải của nền đất yếu

Cấu tạo điển hình của nền được gia cố bằng cọc đất xi măng như sau:

1:1

1:1

LỚP ĐẤT YẾU

LỚP ĐẤT TỐT

25.2m 4.6m 2.0m 2X3.5=7m 4.6m

CỌC ĐẤT GIA CỐ XI MĂNG LỚP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT

Độ lún ổn định - độ lún theo thời gian:

- Độ ổn định của nền được gia cố bằng cọc đất xi măng cĩ thể được tính như sau: Nền xử lý cĩ cường độ kháng cắt tính theo cơng thức:

n: là số trụ trong 1 m chiều dài khối đắp; Bs là chiều rộng khối đắp;

Ac: là diện tích tiết diện trụ

- Độ lún cố kết ổn định được xác định:

Độ lún tổng (S) của nền gia cố được xác định bằng tổng độ lún của bản thân

khối gia cố và độ lún của đất dưới khối gia cố:

Hình vẽ 2.1: Sơ đồ cấu tạo cọc đất xi măng

Trong đó: S1- độ lún bản thân khối gia cố

S2- độ lún của đất chưa gia cố, dưới mũi trụ

Độ lún của bản thân khối gia cố được tính theo công thức:

s c

tb aE a E

qH E

qH S

)1(

1= = + − (2.2.1)

Trong đó:

q - tải trọng công trình truyền lên khối gia cố (kN);

H - chiều sâu của khối gia cố (m)

a - tỷ số diện tích, a = (nAc / BL), n- tổng số trụ, Ac- diện tích tiết diện trụ, B, L-kích thước khối gia cố;

Ec- Mô đun đàn hồi của vật liệu trụ; Có thể lấy Ec = (50÷100) Cc trong đó Cc làsức kháng cắt của vật liệu trụ

Es- Mô đun biến dạng của đất nền giữa các trụ (Có thể lấy theo công thức thựcnghiệm Es = 250Cu, với Cu là sức kháng cắt không thoát nước của đất nền)

2.2.2 TÍNH TOÁN THEO QUY TRÌNH CỦA THỤY ĐIỂN

2.2.2.1 Khả năng chịu tải của cọc đơn

a Khả năng chịu tải theo vật liệu

- Khả năng chịu cắt của vật liệu cột:

Khả năng chịu tải của cột đơn theo vật liệu cột được quyết định chủ yếu bởi khả

năng chịu cắt theo vật liệu cột dọc theo mặt trượt Khả năng chịu cắt này phụ thuộc vào

vị trí các cột và dạng phá hoại

Vị trí cột được phân làm 3 nhóm, nhom 1 thứ nhật nằm trong vùng chủ động,nhóm thứ 2 nằm trong vùng cắt và nhóm thứ 3 nằm trong vùng bị động.Mặt trượt được

lý tưởng hóa bởi ba mặt phá hoại (AB,BC,CD) như hình vẽ

Hình 2.3 các mặt trượt giả địnhA-B: Vùng phá hoại

B-C Vùng cắt

C-D vùng bị động

Dạng phà hoại phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: độ bền chống cắt của cột, độ bềnchống cắt của đất không gia cố xung quanh cột, chiều cao của nền đường, chiều sâu,

hướng cung trượt , đường kính cột, chiều dài cột và khoảng cách giữa các cột các dạng

phá hoại của cột (theo Kivelo, 1998) bao gồm:

Hình 2.4 các dạng phá hoại cột đất xi măng

 Dạng a,b – Độ bền cắt cà độ bền nén của cọc bị vượt quá

 Dạng c,d,e – khả băng kháng uốn của cọc bị vượt qua

 Dạng f,g,h – khả năng chịu lực ngang của đất không gia cố xung quanh

cọc bị vượt qua

Nền đắp

A

BC

Khi cột ứng xử như như dạng giả định a,b thì khả năng kháng cắt của cột chủyếu chịu chi phối bỡi độ bền chống cắt của vật liệu cột.Chuẩn phá hoại của độ bền cắtkhông thoát nước được trình bày như hình.

Hình 2.5 Độ bền chống cắt không thoát nước của cột đất xi măng

Chuẩn phá hoại cho rằng độ bền chống cắt không thoát nước tức thời được tổhợp từ lực dính và góc nội ma sát khi ứng suất pháp nhỏ và độ bền chống cắt không

đổi khi ứng suất pháp lớn

Dạng phá hoại a:

Khả năng chống cắt không thoát nước tức thờiτ của cột dọc theo mặt trượt củadạng phá hoại a được tính toán theo hai biểu thưc riêng biệt tùy thuôc vào ứng suấtpháp dọc theo mặt trượt Khi ứng suất pháp nhỏ hơn ứng suất tới hạn (σcrit) thì khả

năng chống cắt không thoát nước tức thời ta của cột dọc theo mặt trượt trong vùng chủđộng và vùng cắt được tính toán theo biểu thức sau:

Cột nằm trong vùng chủ động:

col u col

u col

u d C , N tg ,

2

cos 4

u col

Cu,col: Lực dính không thoát nước của vật liệu cột.

φu,col: là góc nội am sát không thoát nước của vật liệu cột

Khi ứng suất pháp dọc theo mặt trượt vượt quá ứng suất pháp tới hạn σcrit thì độbền chống cắt không thoát nước của vật liệu cột không phụ thuộc vào lực dọc trục, khả

năng chống cắt của vật liệu cột phụ thuộc vào tổng áp lực hôngσh Khả năng chống cắt

tăng khi áp lực hông tăng ÁP lực hông tác dụng lên cột có thể tính toán theo biểu

+

=

) 1

(

2 ln 1

, ,

, ,

soil u soil

u

soil u col

u ho

v C

E C



 (2.5)

Trong đó:

σho: Tổng áp lực ngang ban đầu dủa đất

Eu,soil,vusoil : Môđun đàn hồi không thoát nước và hệ số poisson của đấtyếu, được xác định bằng thí nghiệm ba trục không thoát nước

Khi v=0.5 (ứng với trường hợpσoh=σoh) và khi Eusoil =55Cusoil thì:

 = vo + 5 Cu,col + qo (2.6)

Trong đó:

σvo=γ.z: Tổng áp lực chất tải do trọng lượng bản thân

qo: là áp lực phân bố đơn vị do tải trọng ngoài

Khả năng chống cắt không thoát nước tức thời ta của cột dọc theo mặt trượt

được tính như sau:

Cột nằm trong vùng chủ động :

[ 0 , 5 ( 1 ) ]

cos 4

σcrit : áp lực ngang tới hạn tác dụng lên cột σcrit phụ thuộc vào độ bền chống cắt và độbảo hòa của cột và có trị số vào khoảng (100-150)kpa được xác định bởi thí nghiệmnén 3 trục không thoát nước.

Dạng phá hoại b:

Với dạng phá hoại b, lực dọc trục của cột đạt đến độ bền nén của cột trong vùnglân cận của mặt trượt Giả thiết rằng ứng suất theo phương thẳng đứng và theo phươngngang là ứng suất chính, lúc này khả năng chống cắt τb của cột dọc theo phương mặt

trượt trong vùng chủ động (khiσh <σhth):





2 sin ) 1 (

5 , 0 cos

Tcos α

N Nsin α

N

TS

Giả thiết các cột là cột treo, sự biến đổi về độ bền và biến dạng của nó theo chiều

sâu không đáng kể lực dính không thoát nước Cu,soil của vùng đất yếu xung quanh cột

huy động hoàn toàn và độ bền của cột thì không vượt qua

Lực dọc trục trong cột theo mặt trượt nằm dưới nền:

N=Acol.σvcol (2.13)

σvcol =γcol.z + mqo (2.13.1)

 N= Acol.(γcolz+ mqo) (2.13.2)Trong đó:

Acol:diện tích tiết diện ngang

mqo: phần ứng suất phát sinh trong cột do nền đắp

- Lục ngang T tác dụng lên cột đơn:

Lực ngang xuất hiện khi cột phá hoại theo dạng c đến h.Độ lớn của nó phụ thuộc

vào độ bền chống cắt và khả năng chịu uốn của cột, vào lực dọc trục, chiều sâu cungtrượt so với chiều dài cột, đường kính cột, chiều dài cột cũng như độ bền chống cắt

không thoát nước của đất yếu quanh cột

Các giả thiết :

 Đất yếu xung quanh các cột không thoát nước

 Độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu là hằng số

 Tiết diện ngang và các thông số của cột không thay đổi theo chiều sâu

 Áp lực đất ngang tác dụng lên cột là phân bố đều

q= K.d.Cu (2.14)trong đó:

K: là hệ số áp lực hông của đất yếu cung quanh cột

Cu độbền chống cắt không thoát nước của đất yếu

Dựa vào sự cân bằng lực cắt và momen uốn trong cột, tính lực ngang T:

Đồi với dạng phá hoại c:

=

d

H d

C K

M d

h d

C k

T

u

u u

c

3

3

4 9

4

3

2 1 2

=

d

H d

C K

M d

h d

C k

T

u

u u

e

3

3

4 9

4

3

2 1 2

(2.17)

Để xác định lực ngang khi phá hoại theo dạng f,g,và h giả thiết rằng mômen uốn

Mmax trong cột nhỏ hơn khả năng chịu uốn Mu của cột

Đối với dạng phá hoại f:

Tf = KCudH1 (2.18)

Đối với dạng phá hoại g:

Tg = k Cud   L − LH + H − L  

2 1 1

2

4 4

3 2

H1,H2 : chiều dài của cột nằm phía trên và phía dưới mặt trượt

Mu : Khả năng kháng uốn khi nén của vật liệu cột:

b Khả năng chịu tải của đất nền

Theo tài liệu của D.T.Bergado thì khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của cột

đơn được xác định theo công thức:

usoil col

ult i soil

Q , = ∑  , + 2 25  2 (2.22)

Trong đó :

D; đường kính cột

Lcol : chiều dài cột

định bằng thí nghiệm ngoài trời như thí nghiệm cắt cánh hoặc thí nghiệm xuyên côn

2.2.2.2 Khả năng chịu tải của nhóm cột

Sự phá hoại quyết định bởi khả năng chịu tải của khối với các cột hay khả năngchịu tải của khối ở rìa khi các cọc đặt xa nhau

a Khả năng chịu tải cực hạn của nhóm cột khi phá hoại toàn khối được xác định theo biểu thức sau

L B H C

Qult,group = 2 usoil ( + ) usoil (2.23) Trong đó:

B,L : Chiều rộng của nền đường và chiều dài của cột (Hệ số 6 khi móng cữ nhật và 9 khi móng hình vuông,tròn)

b Khả năng chịu tải cực hạn của nhóm cột khi phá hoại cục bộ được xác định theo biểu thức sau

)) / ( 2 0 1 ( 5

qult = tbl + (2.24)

Mặt phá hoạiq

Hình 2.8 Dạng phá hoại cục bộ của nhĩm cột

2.2.2.3 Độ lún

Mơ hình tính tốn trình bày dưới đây cĩ nguồn gốc từ mơ hình cho các cọc vơi

đã được Broms mơ tả (1984).mơ hình này cũng được sử dụng cho các cọc vơi xi măng

mềm và nữa cứng

Độ lún bên trong thể tích đất được gia cố chịu ảnh hưởng của các yếu tố sau đây:

 Tỷ số giữa mơ đun chịu nén của các cọc và đất khơng được gia cố

 Phần các cọc chiếm chỗ trên bề mặt được gia cố

 Các đặc trưng cố kết của đất nền

 Tải trọng rão của cọc

 Thời gian đặt tải trọng quan hệ với việc thi cơng cọc

 Tính thấm qua trong đất khơng gia cố và trong các cọc đất xi măng

Mơ hình tính tốn này giả thiết đất đồng nhất theo chiều sâu và mọi cọc đều cĩchiều sâu thiết kế như nhau.Do cĩ sự biến đổi trong các đặc trưng của đất khơng gia cố

và do ảnh hưởng của chất gia cố , một cách kinh tế cĩ thể dùng các cọc cĩ chiều dài

khác nhau Trong trường hợp như vậy các tính tốn cĩ xem xét tới biên độ lún cần phải

làm với các chiều dài cọc khác nhau

Các tính tốn ổn định bao gồm trường hợp bất lợi nhất và do đĩ cĩ thể bổ sung

cho phân tích khơng thốt nước, phối hợp phân tích thốt nước và hỗn hợp.đối với cấu

tạo các lớp khơng đồng nhất , các mặt trượt hỗn hợp cĩ thể quyết định giải pháp thiếtkế

Độ lún tổng cộng của một công trình đật trên nền đất gia cường bằng cột đất ximăng gồm hai thành phần là độ lún cục bộ của khối được gia cố (∆h1) và độ lún của

đất không ổn định nằm dưới khối (∆h2) Có hai trường hợp:

 Trường hợp A: Tải trọng tác dụng tương đối nhỏ và cọc chưa bị rão

 Trường hợp B: tải trọng tương đối cao và tải trọng dọc trục tương ứng với

giới hạn rão của cọc

Các nguyên cứu chỉ ra rằng cọc và đất không gia cố giữa cóc cọc biến dạng nhưmột đơn nguyên và sự co ngắn dọc trục tương ứng với độ lún của đất xung quanh Khicùng biến dạng tương đối, ứng suất dọc trục cọc được biểu thị:

col soil s col

s col

col

E a E

a

q A

Q

) 1 ( − +

As: Diện tích tương đối của cọc

Esoil, Ecol: mô đun biến dạng của đất bao quanh và vật liệu cọc

Hình 2.9 Sơ đồ tính tỷ diện tích thay thế

a Trường Hợp A

Ac+Acol

Acol

S d

2

) (

4 s

d

a s =

Oedemeter để tìm giá trị Ecol và Esoil.Trong tính toán sơ bộ thường chọn giá trị Mcol

= 20 Mpa Ứng suất dọc trục trung bình của cọc được quyết định bỡi mô đun nén

M  của đất sét không ổn định bao quanh của đất sét bị quá cố kết và áp lực

cố kết trước không có khả năng lớn quá mức,mô đun nén của đất có thể tính toán theo

hệ số kinh nghiệm Esoil= 250 Cu,soiltrong đó Cusoil được xác định từ thí nghiệm cắt

cánh hiện trường Khi đất ở trạng thái cố kết bình thường hay hơi quá cố kết thí Esoilphải được xác định từ thí nghiệm Oedometer

Độ tăng ứng suất q gây ra do công trình, một phần truyền lên cọc (q1) và một

phần truyền cho đất xung quanh (q2) Với cùng chuyển vị tương đối, có thể dùng quan

hệ sau:

)(

2 1

col col

col col E B nA

q E

nA

B q

−

= (2.26)

soil col

col E a E

q nA

B q

)1(

2 1

−

= (2.27)

Độ lún cục bộ phần cọc vôi –xi măng∆h1 được xác định theo giả thuyết độ tăngứng suất q không đổi suất chiều cao khối và tải trọng trong khối không giảm:

∑ +∆ −

=

∆

soil col a E aE

q h h

)1(

1 (2.28)

Độ lún ∆h2 dưới đáy của cột đất tính theo phương pháp công lớp phân tố (quy

về khối quy ước )với công thức sau:

)'

''lg'

'lg(1

p i r i i

i

C C

e

h h

Eoi:Hệ số rỗng của lớp đất thứ I ở trạng thái tự nhiên ban đầu

Cri: Chỉ số nén lún hồi phục ứng với quá trình dỡ tải

Cci: Chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

σ’vo: ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất tựnhiên nằm trên lớp thứ i

∆σ’v : gia tăng ứng suất thẳng đứng

σ’p: ứng suất tiền cố kết(các giá trị này được xác định tương ứng với độ sau z ở chính giữa lớp đất yếu thứ i)

L B

A n

q col creep

1



= (2.30)Giá trị q1 có thể xác định gần đúng như sau:

h1 1. 1 (2.32)

Độ lún∆h2 dưới đáy khối gia cố được tính cho cả q1 và q2, với giả thiết tải trọngq1 truyền xuống dưới đáy khối gia cố, tải trọng q2tác động lên mặt

Phần tải trọng q2=q-q1 dùng để tính toán độ lún cục bộ∆h1 của khối gia cố độ

lún này được xác định bằng nhiều cách chia khối gia cố thanh nhiều lớp, độ lún của

mỗi lớp được tính toán một cách riêng rẽ với giả thiết q2 đặt trên mặt đất

c Chênh lệch lún

Chênh lệch lún sẽ nhỏ khi ứng suất cắt trung bình theo chu vi khối được gia cốnhỏ hơn độ bền chống cắt trung bình của khối đất xung quanh cọc, biến đổi gócα giữahai dãy cọc tỷ lệ thuận với ứng suất trung bình ttb theo chu vi của khối gia cố và mô

đun kháng cắt trung bình Gd biểu thị trong quan hệ sau:

2 d

d d

E G

+

= (2.34)Khiυd = 0.3 thì Gd=0.38 Mđ

Độ lún chênh lệch lớn nhất thường xuất hiện trong giai đoạn đầu của quá trình

chất tải trước khi bắt đầu quá trình cố kết của đất yếu xung quanh cọc.Độ bền chốngcắt trung bình τtb và môđun kháng cắt Gd thì giảm theo thời gian Từ các kết quả thínghiệm của broms và Borman đã chỉ ra rằng độ giảm của τtb thì nhiều hơn so với độgiảm của Gd dẫn đến độ lún chênh lệch ban đầu sẽ giảm theo thời gian, do đó độ lúnlệch lớn nhất sẽ được tính vào thời điểm khi bắt đầu chất tải

Ứng suất cắt và độ lún lệch lớn nhất thường xuyên xuất hiện dọc chu vi khối gia

cố chịu tải vị trí có chuyển vị tương đối nhỏ Có thể xem tải trọng q của kết cấu bêntrên chủ yếu truyền cho nền đất xung quanh dọc theo chu vi khối vì thế giả thiết rằnglực cắt tổng dọc theo chu vi của khối chống đỡ khoảng 80% tải trọng q của kết cấu nên

trên và khoảng 20% còn lại thì được truyền trực tiếp xống đất yếu không gia cố nằm

phía dưới đáy khối gia cố.Cho nên:

col tb

L B

q

)1(28.0

Lcol: chiều dài cọc

Với độ lún lớn nhất cho phép là 1/300 và ước tính rằng môđun kháng cắt tức thờicủa đất không gia cố Gd=100 Cu,soil ta có :

3100

300

,

soil u tb soil u

L B

q C

)1(2

8.03

col

C B

q B

L

,)

11(

2.1

+

= (2.38)

Nếu bỏ qua số hạng 1/B thì:

soil u

col

C

q B

L

,2.1

= (2.39)

d Lún theo thời gian

Thể tích của cột đất-xi măng bị giảm trong vài ngày đầu sau khi trộn.Độ giảmnày nếu tương đối lớn sẽ giảm tính thấm của cọc

Tốc độ lún của nền đất sét được gia cố cột đất – xi măng được tính toán như tầng

có thiết bị thoát nược thẳng đứng (giếng cát ,bấc thấm) Hệ số thấm của cấu trúc cột

đất xi măng bằng khoảng 400-1000 lần so với nền đất sét yếu bão hòa nước

Mức độ lún có thể được tính toán dựa trên phương trình cố kết thấm của

Barron(1984), với sự đều chỉnh của Ahnberg (1986)

1 exp( 8 )

n

h h

−

−

t 2 2 2 2

2 2

2

1.1)

4

11(

175.0)ln(

n n

n

n n

n

Ld :Chiều dài thoát nước của cột lấy bằng chiều dài cột nếu

thoát nươc một chiều ,1/2 nếu thoát nước hai chiều

2.2.3 TÍNH TOÁN THEO QUY TRÌNH NHẬT

2.2.3.1 Tính toán độ lún của đất nền

Có hai phương pháp thiết kế cột đất xi măng:

 Phương pháp cột đất tải trọng: là phương pháp mà đầu cột đất – xi măngđặt lên lớp đất chịu lực

 Phương pháp cột đất đẩy nổi là phương pháp mà đầu cột đất – xi măng

log 1

1 2 2 1 0



+

+ +

v = (2.45)

Trong đó:

Sn’:độ lún dư ở lớp n sau khi thi công cột (m)

Sn:đô lún cuối cùng của lớp m (m)

U: hệ số cố kết

S1,S2 :ứng suất có hiệu do tải trọng gây ra tại cao độ h3 và zn

(kN/m2)

σ1=L(W1+W2) I:hệ số tải trọng tác dụng (tham khảo tài liệu “công tác đất

trong thi công đường – hướng dẫn công tác xử lý đối với đất

yếu” của hiệp hội cầu đường nhật bản , 1986)

Tv : Hệ số thời gian

Cv: hệ số cố kết (m2/năm)

T: thời gian quanm sát lún

D:chiều dài đường thoát nước (m)

Mối quan hệ giữa U và Tv

 ∆h1: đô lún trong phần đất được gia cố

 ∆h2:đô lún của lớp đất yếu nằm dưới cột đất xi măng

− +

d

C t

de: đường kính có hiệu cho thoát nước

de=1.13d (d: khoảng cách giữa các cột)

- Độ lúnh2:

Xem khối gia cố ở phí trên như một móng khối quy ước, độ lún∆h2 của đất yếu

phía dưới khối gia cố được tính theo phương pháp cộng lún phân tố

2.2.3.2 Sức chịu tải của cọc đất xi măng

a Sức chịu tải theo vật liệu

Khả năng chịu nén của ột đất xi măng có thể tính toán theo công thức sau:

P=∆p.A<Pa (2.52)(Theo thiết kế và thi công cột đất gia cố xi măng” nhật bản, 2004)

Trong đó:

P: tải trọng của nền đắp do cột đỡ (kN)

∆P: tổng tải trọng phân bố của nền đắp(kN/m2)A: Diện tích nền đất do cột đỡ (m2)

A=x2 (2.53) Pa:lực nén lớn nhất mà cột có thể chịu được (kN)

Ru: sức chịu tải cực hạn của cọc gia cố

Rpu: sức chịu tải mũi cực hạn của cọc gia cố

τdi: ma sát thành cực hạn của cọc gia cố Hi: chiều dày phân tố

L: chu vi cọc gia cốSức chịu tải mũi phụ thuộc vào loại đất

c Cường độ chịu cắt của diện tích có cột đất xi măng

Lực cắt có thể tính theo công thứcsau:

) 1 (

Cp:Cường độ kháng cắt của cột đất xi măng (vùng đất được gia cố) (kN/m2)

C0: cường độ kháng cắt của nền đất (Vúng đất được gia cố) (kN/m2)

α: hệ số giảm cường độ chống cắt của đất phụ thuộc vào eup:

ap: diện tích tương đối

qup: cường độ chịu nén nở hông của cột đất xi măng (kn/m2)

qup: cường độ chịu nén nở hông của đất (kN/m2)

2.2.4 Tính Toán Theo HIROSHI MIKI

Trường Hợp Cọc Chống

Độ lún giữa các cột

Hình dạng của nền đắp tác dụng lên đất giữa các cột có thể ước tính như hìnhsau 3.1.Tải Trọng nền đắp tác dụng lên cọc có thể tính bằng cách tính khối lượng phần

đất đắp tác dụng lên cọc và phần đất tác dụng lên nền Từ đó có thể tính độ lún của cọc

theo công thức của MiKi:

Hình 2.13 Tải trọng truyền xuống đầu cột xi măng đất

P

P S

o c

.

d

V P

) )(

1 2 ).(

4 ( 24

) ) ((

Sc: Độ lún của phần không gia cố

So:Độ lún của phần đất nền khi chưa gia cố

V: Khối lượng của tổng nền đắp V = (+d) 2 H

λ:Khoảng cách giữa các cột

∆p: Tổng tải trọng nền đắp

∆p : Tổng tải trọng nền đắp tác dụng lên phần không gia cố

d: Đường kính của cột đất gia cố xi măng

γ:Dung trọng của vật liệu đắp nền

Chênh lệch độ lún của các cột có thể tính theo công thức:

p

c S S

Trường hợp cọc treo:

Đô lún không đều giữa các cột:

Độ lún từ mặt đất tới chiều sâu của cột gia cố có thể tính theo công thức:

soil p col

p E a E a

H q h

) 1 (

Ecol: Mô đun nén của cột Ecol = 100qu

Esoil: Mô đun nén của đất xung quanh cọc.Esoil = 210 co

Độ lún phần đất nền từ chiều sâu gia cố trở xuống:

'

' log 1

2 10

2 2

vo vo o

H e

C h



 + +

=

Trong đó: